侯巖舒 鄭 雪 楊 鵬 任星宇

（濰柴動力股份有限公司發(fā)動機研究院，濰坊 261061）

柴油機運轉時產生的高溫燃氣會加熱與之接觸的零件（如氣缸蓋、水套、活塞等），使零件溫度升高，還會破壞氣缸壁的油膜，使?jié)櫥芰ο陆?，導致充氣系?shù)和發(fā)動機功率降低。因此，冷卻系統(tǒng)必須能夠保證發(fā)動機燃燒室處壁面低于一定的溫度[1-2]，才能夠保證柴油機正常工作。冷卻系統(tǒng)散熱能力的好壞不僅與水泵的特性有關，還與氣缸水套、缸蓋水道等冷卻水套的結構密切相關。同時，因為冷卻液與壁面間的溫差決定了冷卻液與壁面間的換熱量[3]，所以冷卻系統(tǒng)的散熱能力還與冷卻液溫度有關。本文研究的冷卻系統(tǒng)中，發(fā)動機缸內燃氣燃燒產生的熱量通過燃燒室壁面經過導熱和對流換熱的傳遞形式把熱量傳給冷卻液，不考慮沸騰換熱。冷卻系統(tǒng)中冷卻水套結構的好壞決定了各缸流動的均勻性、系統(tǒng)壓降和燃燒室處截面冷卻液的流速均勻性[4]。

杜巍等人使用Fluent 軟件通過對3～6 缸柴油機冷卻系統(tǒng)流場分析得出：缸數(shù)越多，發(fā)動機各缸冷卻水流量的不均勻性越大，且與入口近的氣缸冷卻水流量最大[5]。陶建忠等人提出了基于計算流體動力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）的柴油機氣缸體冷卻水套改進思路和方法[6]。本文以某六缸柴油機為例，基于CFD 重點分析柴油機燃燒室處冷卻水套結構對整個冷卻水的壓降、各缸流動均勻性以及燃燒室處流動均勻性的影響與改進方法。

1 水套冷卻液流動分析

1.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

首先，需要提取某六缸柴油機冷卻水套的物理模型。冷卻水套主要由機體、缸套、氣缸蓋以及噴油器襯套（存在于有噴油器冷卻的機型）等零部件組成。得到水套模型后，將其導入網(wǎng)格繪制軟件，建立包含節(jié)點和單元的排氣管CFD 模型[7]。為了節(jié)省計算資源，沒有使用計算更為準確的多面體網(wǎng)格，而是使用計算速度相對更快的四面體網(wǎng)格[8]。為獲得更高質量的網(wǎng)格，將冷卻水套狹窄區(qū)域和薄壁區(qū)域的網(wǎng)格進行加密，盡可能使網(wǎng)格模型與原模型重合，最終得到包含843萬個單元的水套模型，其中包含189 萬個節(jié)點，得到的網(wǎng)格模型如圖1 所示。

圖1 水套網(wǎng)格模型

1.2 邊界條件的設置

該柴油機水套內水流動的方向為下進上出。取水泵出口處為該柴油機水套流動的入口，并將進口處設置成流速入口。湍流系數(shù)的計算公式為：

式中：Re為雷諾數(shù)；v、ρ、μ分別為流體的流速、密度與黏性系數(shù)；d為特征長度。最終的計算結果為4%，進水圓孔的直徑取值為63 mm。

因為研究的是水套內冷卻液在各缸水套中的流動情況，所以忽略水箱、散熱器等外圍零部件，出口可以設在各缸水套匯總后的總出水管處，壓強可設置為0 Pa。此處湍流系數(shù)和水力直徑的設置只對發(fā)生回流時的情況有影響，因此需要以相同的方法將經過入口的湍流系數(shù)設置為4%，水力直徑設置為63 mm。入口流速按水泵能力計算設置為4.75 m?s-1，計算時采用k-ε湍流模型中的SIMPLE 算法[9]。

1.3 各缸流動不均勻性分析

建立各缸出水口截面，同時在各缸出水孔處建立截面，流經該截面的水量即為該缸冷卻水流量。設置監(jiān)視器監(jiān)測迭代計算時各缸冷卻水的流量值，然后以入口流速進行初始化和求解，監(jiān)視到的各缸冷卻水流量如圖2 所示。

圖2 冷卻水套各缸冷卻水流量值

冷卻液流動時，在布水道處分6 路流經各缸。由于湍流的隨機性，各缸的冷卻水流量值也會在一定范圍內隨機浮動，再加上各缸距離進出口的距離不同而產生不同的沿程阻力，構成了各缸流量的不均勻性。從圖6 可以看出，各缸流量的分布情況基本穩(wěn)定。在計算收斂停止后，在Reports 中讀取各缸流量數(shù)值，然后計算各缸流動不均勻性，計算方式為：

其中：X為缸號，缸號從入口端依次為6、5、4、3、2、1。

計算得到各缸水套中冷卻液的流動統(tǒng)一性數(shù)據(jù)，見表1。

表1 各缸流動統(tǒng)一性數(shù)據(jù)

由表1 可以看出，越靠近進出口端的氣缸，冷卻水套流過的冷卻液越多。該柴油機各缸流動統(tǒng)一性絕對值最大值為7.36%。

1.4 系統(tǒng)壓降

在求解得到的數(shù)據(jù)中，通過專門的后處理軟件或者使用自帶的結果數(shù)據(jù)導出功能，可以讀出系統(tǒng)的總壓降值（即進出口的壓差值）為108.6 kPa，壓強分布情況如圖3 所示。從圖3 可以看出：在冷卻液從布水套進入機體水套時，因為水套截面積較大，流速較低，所以壓降較??；冷卻液從機體水套進入缸蓋水套的過程中，因為流道較細，所以壓降較大。

圖3 冷卻水套壓力分布云圖

1.5 燃燒室處冷卻水分布情況

為了評價單缸水套設計的合理性，在氣缸位置取燃燒室所在位置處的Y700 截面，通過輸出該截面的流速分布云圖來評價水套處冷卻是否均勻。截面位置示意圖如圖4 所示，各缸截面處流速云圖如圖5 所示。

圖4 截面位置示意圖

圖5 各缸截面處流速分布云圖

從各缸截面處流速分布云圖可以看出，進氣端和排氣端（圓環(huán)上部為進氣端，下部為排氣端）水流流速非常不均勻。由于此處內部為燃燒室，冷卻不均將會對整個機體變形及內應力有較大影響。如果散熱不均可能導致穴蝕等風險，甚至會影響活塞的運動，導致柴油機無法工作。分析計算模型可知，此處下方有一處凹槽（見圖1 右側標注處）。初步分析認為，該凹槽擾亂了冷卻液的流動，需要對此凹槽處進行改進。

改進前，經過后處理軟件導出此柴油機截面流動統(tǒng)一性為83%，截面流動統(tǒng)一性計算方法如下：

2 改進水套模型后冷卻液流動分析

2.1 改進模型

經過分析可知，去掉凹槽并不會影響柴油機結構強度，而且對柴油機的生產制造成本和變更所造成的成本影響也很小。重新修改模型后，用相同方法進行網(wǎng)格劃分，得到如圖6 所示的模型。

圖6 改進后水套網(wǎng)格模型

2.2 改進模型各缸流動不均勻性分析

使用相同的邊界條件和計算方法，得到改進后模型各缸水套中冷卻液的流動統(tǒng)一性數(shù)據(jù)如表2 所示。

由表2 可以看出，流動統(tǒng)一性分布趨勢跟改進前一致，均為靠近出入口的氣缸水套流量較大，遠端流量較小。改進后的流動統(tǒng)一性絕對值最大值為7.17%，優(yōu)于改進前的7.36%。

表2 改進后各缸流動統(tǒng)一性數(shù)據(jù)

2.3 改進后系統(tǒng)壓降

從改進后的計算結果中可以得出，改進后系統(tǒng)的總壓降值為97.5 kPa，小于改進前壓降108.6 kPa，說明去掉凹槽這一措施有效改善了冷卻液在水套內的流動情況，此時壓強分布情況如圖7 所示。雖然總體分布情況與改進前相差不大，但是取消凹槽后該處壓降明顯變小。

圖7 改進后冷卻水套壓強分布云圖

2.4 燃燒室處冷卻水分布情況

同樣，截取與改進前相同的Y700 截面位置得到1～6 缸流速云圖，如圖8 所示。

由圖8 可以看出，由于取消了凹槽，減小了由于流道突變而引起的冷卻水流速變化，使截面流動不均勻性得到了改善。此時，該截面流動不均勻性為86.7%，優(yōu)于改進前的83.0%。

圖8 改進后各缸截面處流速分布云圖

3 結語

設置機體冷卻水套凹槽的初衷是為了改善冷卻液進入缸蓋前局部水流的均勻性，通過對比計算證明設置凹槽可以改變冷卻水在冷卻水套內的流動。但是，對比去掉凹槽前后壓降和Y700 界面流量云圖發(fā)現(xiàn)，有凹槽的水套整體壓降為108.6 kPa，大于無凹槽的水套整體壓降97.5 kPa。在Y700 截面的云圖以及流動統(tǒng)一性（有凹槽83.0%，無凹槽86.7%）方面，去掉凹槽后的計算結果也優(yōu)于有凹槽的水套。